冬雷，冉茂瑩，邵立偉,3，高孟祺，于坤洋

（1. 北京理工大學(xué) 自動化學(xué)院，北京 100081；2. 93126 部隊(duì)，北京 100086；3. 中山市北京理工大學(xué)研究院，廣東，中山 528437）

同步磁阻電動機(jī)（synchronous reluctance motor，SynRM）的定子一般和同步電機(jī)定子相同，轉(zhuǎn)子則采用多層空氣磁障結(jié)構(gòu)來獲得較高的凸極率. 為了進(jìn)一步提升SynRM 的性能，很多學(xué)者在轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)優(yōu)化方面做出了大量成果[1-6]. 同步磁阻電機(jī)的優(yōu)化設(shè)計(jì)重點(diǎn)在于轉(zhuǎn)子的優(yōu)化設(shè)計(jì). 轉(zhuǎn)子磁障的數(shù)目[1-2]、高度[3]、角度[4-5]、肋的寬度[5-6]、氣隙的寬度和角度位置[6]等都會影響電機(jī)的性能. 但由于同步磁阻電機(jī)在轉(zhuǎn)子中插入多層磁障，增加了轉(zhuǎn)子損耗，降低了轉(zhuǎn)子的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，影響了電機(jī)最高轉(zhuǎn)速的提高，限制了同步磁阻電機(jī)在高速領(lǐng)域的應(yīng)用[7]，眾多的設(shè)計(jì)參數(shù)也給電機(jī)的優(yōu)化設(shè)計(jì)工作帶來了較大負(fù)擔(dān). 開關(guān)磁阻電機(jī)轉(zhuǎn)子采用幾何凸極結(jié)構(gòu)，與同步磁阻電機(jī)轉(zhuǎn)子相比，其沖片制作工藝簡單，機(jī)械強(qiáng)度和可靠性高. 但是，卻面臨轉(zhuǎn)矩脈動大、振動大、噪聲高、需要額外的功率變換電路等缺陷[8]. 所以保證電機(jī)擁有較低轉(zhuǎn)矩脈動的同時(shí)確保轉(zhuǎn)子足夠的機(jī)械強(qiáng)度是目前亟待解決的問題.

本文從改進(jìn)電機(jī)電磁結(jié)構(gòu)的角度出發(fā)，結(jié)合開關(guān)磁阻電機(jī)與同步磁阻電機(jī)的優(yōu)勢，提出了一種新型同步開關(guān)磁阻電機(jī)（SSRM），見圖1，電機(jī)定子與同步磁阻電機(jī)定子相同，采用半開口槽結(jié)構(gòu)，由于定子極靴的存在，與開關(guān)磁阻電機(jī)的開口槽結(jié)構(gòu)相比，定子磁力線進(jìn)入轉(zhuǎn)子的等效氣隙長度減小. 根據(jù)三相空間對稱分布繞組的極槽數(shù)關(guān)系，繞組結(jié)構(gòu)可分為槽極比為3∶2 的典型集中繞組、整數(shù)槽分布繞組、每對極槽數(shù)為整數(shù)的分?jǐn)?shù)槽分布繞組、每對極槽數(shù)為分?jǐn)?shù)的分?jǐn)?shù)槽分布繞組4 種繞組結(jié)構(gòu). 本文所提出的SSRM 采用了在同步磁阻電機(jī)中應(yīng)用最廣的整數(shù)槽分布繞組，定子的槽數(shù)為36，采用這樣較大的槽數(shù)，能夠增大定子磁動勢的主要諧波次數(shù)，提高轉(zhuǎn)矩脈動中的諧波次數(shù)，從而減小電機(jī)的轉(zhuǎn)矩脈動. 同時(shí)，較大的槽數(shù)選擇會降低電機(jī)諧波漏感，使凸極率增大[9]. 轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)在常規(guī)開關(guān)磁阻電機(jī)的轉(zhuǎn)子基礎(chǔ)上利用正交法進(jìn)行了進(jìn)一步優(yōu)化，轉(zhuǎn)子頂部采用圓心不在軸中心的圓弧，電機(jī)的驅(qū)動方式為正弦電流驅(qū)動方式. 與同步磁阻電機(jī)結(jié)構(gòu)相比，提出的SSRM 結(jié)構(gòu)簡單，轉(zhuǎn)子機(jī)械強(qiáng)度高. 由于SSRM 采用了開關(guān)磁阻電機(jī)的幾何凸極結(jié)構(gòu)，取消了SynRM 中q軸方向的磁障結(jié)構(gòu)部分，增大了電機(jī)的最大/最小電感比，因此可以有效增加輸出轉(zhuǎn)矩. 采用正弦電流驅(qū)動方式更有利于降低轉(zhuǎn)矩脈動. 通過有限元仿真，所提出的SSRM 既克服了開關(guān)磁阻電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動大、振動噪聲高、效率低的問題，又克服了同步磁阻電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)復(fù)雜、轉(zhuǎn)矩相對較低的缺陷.

圖1 同步開關(guān)磁阻電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)Fig. 1 Rotor structure of synchronous switched reluctance motor

1 工作原理及性能比較

1.1 工作原理

同步開關(guān)磁阻電機(jī)的定、轉(zhuǎn)子均由普通硅鋼片疊壓而成，轉(zhuǎn)子既無繞組也無永磁體，內(nèi)部磁場完全由定子電流勵(lì)磁產(chǎn)生. 同步開關(guān)磁阻電機(jī)的轉(zhuǎn)子具有兩個(gè)對稱軸，見圖1，一般取磁阻較小的方向?yàn)閐軸，磁阻較大的方向?yàn)閝軸. 同步開關(guān)磁阻電機(jī)驅(qū)動電路為三橋臂全橋逆變器，采用矢量控制方式對電機(jī)進(jìn)行控制. 當(dāng)定子側(cè)通入三相正弦交流電后，同步開關(guān)磁阻電機(jī)內(nèi)將產(chǎn)生圓形旋轉(zhuǎn)磁場，磁場的磁力線沿磁阻最小路徑閉合，電機(jī)按照磁阻最小原理運(yùn)行. 當(dāng)轉(zhuǎn)子d軸與電流矢量方向不重合時(shí)，電機(jī)內(nèi)將產(chǎn)生轉(zhuǎn)矩，驅(qū)使轉(zhuǎn)子d軸向電流矢量的方向旋轉(zhuǎn).三相同步開關(guān)磁阻電機(jī)在dq軸坐標(biāo)系下的電壓、磁鏈、電磁轉(zhuǎn)矩以及機(jī)械運(yùn)動方程表示如下.

電壓方程

磁鏈方程

電磁轉(zhuǎn)矩方程

機(jī)械運(yùn)動方程

1.2 性能比較

在同步磁阻電機(jī)的優(yōu)化中，合理設(shè)計(jì)磁障數(shù)目、寬度以及磁肋厚度等可以優(yōu)化電機(jī)磁路，增加d軸電感或者降低q軸電感以達(dá)到提高凸極比的效果.但多層磁障結(jié)構(gòu)的磁路優(yōu)化參數(shù)多，實(shí)施復(fù)雜. 由于SSRM 采用了開關(guān)磁阻電機(jī)的幾何凸極結(jié)構(gòu)，取消了SynRM 中q軸方向的磁障結(jié)構(gòu)部分，不僅減少了優(yōu)化參數(shù)，并且通過大幅度降低q軸電感的方式增大了電機(jī)的凸極率. 根據(jù)電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩公式（5）可以看出，同步開關(guān)磁阻電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩與d軸和q軸的電感差值成正比，即電機(jī)的凸極比越高，相同定子電流條件下的輸出轉(zhuǎn)矩越大. 為了進(jìn)一步比較同步開關(guān)磁阻電機(jī)和同步磁阻電機(jī)的性能，對一臺和同步開關(guān)磁阻電機(jī)定子結(jié)構(gòu)相同的三磁障同步磁阻電機(jī)進(jìn)行了仿真. 定義Ld/Lq為電機(jī)的凸極比，圖2 顯示了同步開關(guān)磁阻電機(jī)與同步磁阻電機(jī)d、q軸標(biāo)幺化電感隨電流變化的曲面圖. 從圖2 可以看出，相較于同步開關(guān)磁阻電機(jī)，同步磁阻電機(jī)的電感受電流影響更大，電感容易產(chǎn)生磁飽和現(xiàn)象，電流較小時(shí)電機(jī)的凸極比僅為2 左右. 隨著電流的增加，同步磁阻電機(jī)的凸極比整體呈現(xiàn)增加趨勢，但在額定工況下同步磁阻電機(jī)的凸極比為4.7，而同步開關(guān)磁阻電機(jī)在額定工況下的凸極比可以達(dá)到6.

圖2 SSRM 和SynRM 電感變化Fig. 2 SSRM and SynRM inductance change

從圖3 兩電機(jī)的凸極比對比圖可以看出，即使隨著電流增大，電感的磁飽和現(xiàn)象造成SSRM 凸極比的下降，但相比于同步磁阻電機(jī)仍具有優(yōu)勢. 這說明同步開關(guān)磁阻電機(jī)轉(zhuǎn)矩輸出能力明顯優(yōu)于同步磁阻電機(jī).

圖3 SSRM 和SynRM 凸極比Fig. 3 Salient pole ratio of SSRM and SynRM

2 電機(jī)優(yōu)化參數(shù)

本文設(shè)計(jì)的同步開關(guān)磁阻電機(jī)額定功率為3 kW，額定電流65 A，額定轉(zhuǎn)速3 000 r/min. 優(yōu)化設(shè)計(jì)的重點(diǎn)在于轉(zhuǎn)子參數(shù)，圖4 為待優(yōu)化SSRM 結(jié)構(gòu).

圖4 待優(yōu)化電機(jī)結(jié)構(gòu)Fig. 4 Rotor optimization parameters

①氣隙.

SSRM 轉(zhuǎn)子存在兩個(gè)氣隙，通常將轉(zhuǎn)子凸極與定子內(nèi)表面之間的最小空氣氣隙稱為第一氣隙g，第一氣隙越小，電機(jī)凸極率越高，但第一氣隙過小會給加工帶來極大的困難并且電機(jī)運(yùn)行過程中也容易發(fā)生掃膛現(xiàn)象. 第二氣隙是指定子內(nèi)表面與轉(zhuǎn)子槽底之間的距離. 理論上第二氣隙越大則q軸電感越小，凸極比越大. 但是第二氣隙還受到轉(zhuǎn)子軛厚與轉(zhuǎn)軸直徑的影響，該參數(shù)過大會導(dǎo)致轉(zhuǎn)子軛厚較小，使軛部磁密過大. 本設(shè)計(jì)中轉(zhuǎn)子頂部采用不在軸心的圓弧，通過在轉(zhuǎn)子齒尖角部分增加氣隙寬度來減輕局部磁飽和現(xiàn)象造成的轉(zhuǎn)矩脈動影響. 轉(zhuǎn)子凸極兩側(cè)與定子內(nèi)表面之間的距離稱為最大不均勻度，用gmax表示.氣隙中的磁場是由于定子繞組中的三相電流產(chǎn)生的，氣隙磁場會由于定子的齒槽效應(yīng)和繞組的布置而包含空間諧波. 當(dāng)轉(zhuǎn)子頂部尖角接近定子齒時(shí)引起的局部磁飽和現(xiàn)象，在轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)過程中周期性變化，加劇了氣隙磁場的畸變，為了減小這個(gè)影響提出了轉(zhuǎn)子非均勻氣隙結(jié)構(gòu). 通過有限元分析，最大不均勻度gmax對氣隙磁密的各次諧波分量的影響如圖5. 根據(jù)式（7）分析可得，氣隙磁場僅含有奇次諧波. 式中h為諧波次數(shù)，m為繞組相數(shù).

圖5 氣隙磁密諧波分析Fig. 5 Harmonic analysis of air gap magnetic density

從圖5 中可以看出，隨著第一氣隙不均勻度的增加，轉(zhuǎn)子齒尖角處與定子齒之間的氣隙寬度也增加了，周期性磁飽和現(xiàn)象引起的氣隙磁密諧波隨之減小. 正是由于含有諧波的非正弦氣隙磁場與定子電流產(chǎn)生的標(biāo)準(zhǔn)正弦磁場互感，導(dǎo)致轉(zhuǎn)矩?zé)o法平滑輸出，產(chǎn)生了脈動現(xiàn)象[10]. 第一氣隙不均勻度對轉(zhuǎn)矩脈動的影響見圖6. 適當(dāng)?shù)臍庀恫痪鶆蚨瓤梢愿纳齐姍C(jī)的氣隙磁場分布，減小氣隙磁密各次諧波分量，從而減小了轉(zhuǎn)矩脈動，但是會導(dǎo)致等效氣隙長度的增大，降低了平均轉(zhuǎn)矩密度. 氣隙不均勻度對轉(zhuǎn)矩脈動的影響存在最小值，如果持續(xù)增大氣隙不均勻度，反而會增加轉(zhuǎn)矩脈動，見圖6.

圖6 轉(zhuǎn)矩特性隨轉(zhuǎn)子不均勻度變化曲線Fig. 6 Variation curve of torque characteristic with rotor unevenness

②轉(zhuǎn)子軛厚.

轉(zhuǎn)子軛厚hcr的選擇應(yīng)避免在鐵芯達(dá)到最大磁通密度時(shí)軛部出現(xiàn)過飽和，因此轉(zhuǎn)子軛高的選取應(yīng)符合大于等于轉(zhuǎn)子極寬的1/2.

③轉(zhuǎn)子極寬.

轉(zhuǎn)子極寬影響電機(jī)的有效磁通，繼而影響磁路中各部分的磁密情況和飽和情況[9]. 轉(zhuǎn)子極弧一般取0.34～0.5 倍的極距，轉(zhuǎn)子極寬取值的經(jīng)驗(yàn)公式為

式中：Da為轉(zhuǎn)子外徑； βr為轉(zhuǎn)子極弧.

未優(yōu)化前的同步開關(guān)磁阻電機(jī)詳細(xì)參數(shù)如表1所示.

表1 同步開關(guān)磁阻電機(jī)樣機(jī)參數(shù)Tab. 1 The parameters of prototype synchronous switch reluctance motor AC machine

3 SSRM 優(yōu)化方案

以轉(zhuǎn)矩性能以及電機(jī)效率作為優(yōu)化目標(biāo)，采用正交法與有限元相結(jié)合的方法來進(jìn)行轉(zhuǎn)子優(yōu)化.

正交方法是一種局部優(yōu)化的設(shè)計(jì)方法，與其他局部優(yōu)化方法的區(qū)別在于能實(shí)現(xiàn)多目標(biāo)優(yōu)化，通過建立正交表，能在最少的實(shí)驗(yàn)次數(shù)內(nèi)搜索出多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí)的最佳組合[11-13].

3.1 正交表的建立以及實(shí)驗(yàn)安排

正交表是正交法的關(guān)鍵，因素以及因素水平的選取將直接影響正交表的構(gòu)建. 如果選擇方法不合理會導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)次數(shù)和實(shí)驗(yàn)成本的增加. 根據(jù)第二節(jié)中介紹的轉(zhuǎn)子參數(shù)，在定子內(nèi)徑和轉(zhuǎn)子軸徑固定的情況下，考慮到第二氣隙、轉(zhuǎn)子軛厚與最小第一氣隙三者的自由度為2，所以選取轉(zhuǎn)子極寬、轉(zhuǎn)子軛厚、最小第一氣隙與最大不均勻度為優(yōu)化參數(shù)，建立了4 因素3 水平的正交表，見表2，根據(jù)第二節(jié)中介紹的各因素選取原則，首先對各個(gè)因素進(jìn)行單因素實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)，找到各因素的優(yōu)選范圍，避免出現(xiàn)尺寸干涉問題，使所有參數(shù)均在合理范圍內(nèi)變化. 在此優(yōu)選范圍內(nèi)等距選取各因素的水平值，如表3 所示. 如果進(jìn)行全面實(shí)驗(yàn)，總共需要進(jìn)行有限元實(shí)驗(yàn)次數(shù)應(yīng)為44=256 次，采用正交法進(jìn)行正交試驗(yàn)時(shí)，實(shí)驗(yàn)次數(shù)為16 次，仿真實(shí)驗(yàn)時(shí)間不僅大大減小，并且降低了優(yōu)化設(shè)計(jì)周期，顯著提高了電機(jī)優(yōu)化的效率. 根據(jù)正交表進(jìn)行有限元仿真，分別得到電機(jī)的平均轉(zhuǎn)矩、轉(zhuǎn)矩脈動以及效率值并記錄在表2 中.

表2 L16(43)正交表Tab. 2 L16(43) orthogonal table

表3 SSRM 優(yōu)化參數(shù)以及水平值選取Tab. 3 SSRM optimization parameters and level value selection

3.2 仿真結(jié)果分析

為了了解每個(gè)因素對電機(jī)性能的影響程度，利用數(shù)理統(tǒng)計(jì)方法對實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行均值分析和方差分析.

3.2.1 均值分析

均值可以表征數(shù)據(jù)的集中趨勢，從而簡明、直觀地得到優(yōu)化目標(biāo)在各優(yōu)化參數(shù)的同一水準(zhǔn)之下的平均值，見表4.

根據(jù)表4 可以分別得出平均轉(zhuǎn)矩值最大的組合為bpr(4),hcr(1),g(1),gmax(1)，取值分別為31.2, 17, 0.2,0.32 mm；轉(zhuǎn)矩脈動最小的組合為bpr(4)，hcr(3)，g(4)，gmax(4)，取值分別為31.2, 19, 0.35, 2.33 mm；效率最高的組合為bpr(1)，hcr(3)，g(4)，gmax(2)，取值分別為29.4,19, 0.35, 0.99 mm. 分別對上述3 種優(yōu)化組合進(jìn)行有限元仿真分析，最大轉(zhuǎn)矩均值組合得到的轉(zhuǎn)矩均值為15.176 7 N·m，轉(zhuǎn)矩脈動為74.34%，電機(jī)效率為95.095%；最小轉(zhuǎn)矩脈動組合得到的轉(zhuǎn)矩脈動為15.91%，轉(zhuǎn)矩均值為11.521 8 N·m，電機(jī)效率為94.544%；電機(jī)工作效率最高的組合得到的轉(zhuǎn)矩效率為95.091 3%，轉(zhuǎn)矩均值為12.777 2 N·m，轉(zhuǎn)矩脈動為29.5%. 從上述仿真結(jié)果可以看出，優(yōu)化的4 個(gè)參數(shù)之間不完全成正相關(guān)或者負(fù)相關(guān)關(guān)系，使各性能指標(biāo)達(dá)到最優(yōu)的參數(shù)組合都是不同的，即3 個(gè)性能指標(biāo)并不是統(tǒng)一的，轉(zhuǎn)矩均值達(dá)到最高時(shí)轉(zhuǎn)矩脈動也較高，降低轉(zhuǎn)矩脈動的同時(shí)也會降低轉(zhuǎn)矩均值，也有可能降低電機(jī)效率，所以需要將優(yōu)化設(shè)計(jì)的3 個(gè)性能指標(biāo)綜合考慮.

表4 均值分析Tab. 4 Analysis of means

3.2.2 方差分析

方差可用于度量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與均值之間的偏差程度. 通過方差分析可以直觀地分析出各個(gè)待優(yōu)化參數(shù)對性能指標(biāo)的影響比重. 方差分析時(shí)首先根據(jù)式（9）計(jì)算出各性能指標(biāo)仿真結(jié)果的全體平均值，其次根據(jù)式（10）計(jì)算各優(yōu)化因子在4 個(gè)水平值下的電機(jī)性能指標(biāo)的方差、比重，根據(jù)方差分析和均值分析從而得出各優(yōu)化因子的最佳組合.

式中：m為水準(zhǔn)個(gè)數(shù)，m=4；q為水準(zhǔn)值，q=1,2,3,4;J(q)為性能指標(biāo)在第q個(gè)水準(zhǔn)下的值；Jˉ為16 次正交實(shí)驗(yàn)所產(chǎn)生的性能指標(biāo)的平均值；S為每個(gè)優(yōu)化參數(shù)的方差值. 各性能指標(biāo)的計(jì)算結(jié)果見表5～表7.

表5 轉(zhuǎn)矩均值方差分析Tab. 5 Torque mean variance analysis

表6 轉(zhuǎn)矩脈動方差分析Tab. 6 Torque ripple variance analysis

表7 電機(jī)效率方差分析Tab. 7 Motor efficiency variance analysis

由于某一優(yōu)化參數(shù)下的方差占全部優(yōu)化參數(shù)方差之和的比重即為權(quán)重，可表示該優(yōu)化參數(shù)對電機(jī)優(yōu)化目標(biāo)性能作用的大小，所以根據(jù)表5～表7 方差分析的權(quán)重?cái)?shù)據(jù)可以得到，在當(dāng)前所選擇的仿真實(shí)驗(yàn)水平下，最大不均勻度對轉(zhuǎn)矩均值、轉(zhuǎn)矩脈動和效率的影響最大，轉(zhuǎn)子極寬和最小第一氣隙對電機(jī)性能的影響較小，轉(zhuǎn)子軛厚對電機(jī)性能的影響最低. 通過方差分析，優(yōu)化因子g的選取以效率最大為標(biāo)準(zhǔn)，bpr和hcr的選取以轉(zhuǎn)矩均值最大為標(biāo)準(zhǔn)，gmax的選取則以轉(zhuǎn)矩脈動最小為標(biāo)準(zhǔn). 因此，最終得到電機(jī)的優(yōu)化組合為bpr(4),hcr(1),g(2),gmax(3)，取值分別為31.2, 17, 0.25,0.32 mm.

4 優(yōu)化性能分析

利用Ansoft 有限元軟件對優(yōu)化后的同步開關(guān)磁阻電機(jī)進(jìn)行負(fù)載磁密分析，電機(jī)模型的負(fù)載磁密矢量分布如圖7 所示，定子齒磁密最大值為1.9 T， 定子軛磁密最大值為1.50 T，均未達(dá)到飽和，表示磁通密度飽和程度低，可充分利用定子鐵芯.

圖7 SSRM 負(fù)載磁密圖Fig. 7 SSRM load magnetic density map

圖8 為同步開關(guān)磁阻電機(jī)的磁力線分布圖，圖中可以查看磁力線的疏密分布. 由SSRM 的磁力線分布圖可以得到，當(dāng)定子磁極與轉(zhuǎn)子磁極開始進(jìn)入重疊時(shí)，由于氣隙減小，磁阻減小. 在定轉(zhuǎn)子磁極非對齊位置，磁力線發(fā)生扭曲而產(chǎn)生切向拉力，進(jìn)而產(chǎn)生轉(zhuǎn)矩.

圖8 SSRM 磁力線分布圖Fig. 8 SSRM magnetic field line distribution map

對優(yōu)化前后電機(jī)進(jìn)行二維瞬態(tài)場分析，分別給兩電機(jī)施加額定三相電流源激勵(lì)，在負(fù)載穩(wěn)態(tài)運(yùn)行工況下得到的轉(zhuǎn)矩仿真曲線如圖9 所示. 具體性能指標(biāo)仿真數(shù)據(jù)見表8. 優(yōu)化之后的SSRM 在轉(zhuǎn)子凸極與定子極靴重合時(shí)，徑向磁力線減少，轉(zhuǎn)矩最大值、轉(zhuǎn)矩均值和轉(zhuǎn)矩脈動因此均有所下降. 轉(zhuǎn)矩均值降低了14.6%，轉(zhuǎn)矩脈動降低了83.5%，電機(jī)效率增加了0.24%，優(yōu)化效果較明顯.

圖9 優(yōu)化前后SSRM 轉(zhuǎn)矩性能仿真曲線Fig. 9 Simulation curve of SSRM torque performance before and after optimization

表8 優(yōu)化前后電機(jī)性能指標(biāo)對比Tab. 8 Comparison of motor performance indicators before and after optimization

為了分析同步開關(guān)磁阻電機(jī)的自然特性，清晰地了解電機(jī)實(shí)際起動的運(yùn)行情況，為后續(xù)實(shí)驗(yàn)提供重要參考，對SSRM 進(jìn)行了開環(huán)實(shí)驗(yàn). 采用最大轉(zhuǎn)矩電流比（MTPA）控制方法，對電磁轉(zhuǎn)矩求導(dǎo)，求出在給定電流下獲得最大電磁轉(zhuǎn)矩的電流相位角. 對于SSRM 電機(jī)，該角度為45°，即轉(zhuǎn)子d軸與電機(jī)A 相軸線夾角為45°時(shí)，產(chǎn)生的起動轉(zhuǎn)矩最大. 基于DSP MC56F8037 搭建的控制系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)平臺如圖10 所示，對SSRM 進(jìn)行開環(huán)實(shí)驗(yàn)來驗(yàn)證實(shí)際電機(jī)的性能. 實(shí)際的轉(zhuǎn)速響應(yīng)見圖11. 轉(zhuǎn)速達(dá)到穩(wěn)態(tài)時(shí)，轉(zhuǎn)速波動為4%左右. 圖12 所示為電機(jī)的三相電流，后續(xù)實(shí)驗(yàn)可通過控制算法的改進(jìn)進(jìn)一步提升電機(jī)系統(tǒng)的性能.

圖10 SSRM 控制實(shí)驗(yàn)Fig. 10 SSRM control experiment

圖11 SSRM 轉(zhuǎn)速實(shí)驗(yàn)波形Fig. 11 SSRM speed experiment waveform

圖12 SSRM 三相電流實(shí)驗(yàn)波形Fig. 12 SSRM three-phase current experimental waveform

5 結(jié) 論

通過將開關(guān)磁阻電機(jī)轉(zhuǎn)子與同步電機(jī)定子結(jié)合，提出了一種新型同步開關(guān)磁阻電機(jī). 該電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)簡單，機(jī)械強(qiáng)度高，適用于高速運(yùn)行. 通過對轉(zhuǎn)子進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，轉(zhuǎn)子頂部采用圓心不在軸中心的圓弧，利用正交法確定了轉(zhuǎn)子的最優(yōu)參數(shù)，優(yōu)化后的SSRM 具有轉(zhuǎn)矩脈動低、效率高的特性. 不僅克服了同步磁阻電機(jī)轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)復(fù)雜、魯棒性低、高速領(lǐng)域應(yīng)用受限的缺點(diǎn)，也避免了開關(guān)磁阻電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動高、需要額外功率轉(zhuǎn)換電路的缺陷.